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Die Erfindung betrifft ein Verfahren Verfahren zur Ermittlung von Zustandsgrössen, insbeson-
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Ströme in den Wicklungen, gemessen werden, diese Eingabegrössen einem thermohydraulischen Modell zugeführt werden, mittels unter Zuhilfenahme von Hilfsgrössen, wie z. B. Parameter für den Wärmeübergang, Zustandsgrössen, wie z B. die Hotspot-Temperaturen in verlusterzeugenden Transformatorteilen, bestimmt werden und diese Zustandsgrössen bei Anderung der Eingangs- grössen neu bestimmt werden
Transformatoren sind elektrotechnische Geräte, die heute bereits einen sehr hohen Grad an technischer und technologischer Reife erreicht haben. Dennoch sind immer noch Weiterentwick- fungen möglich und notwendig, die aber mit entsprechend hohem Aufwand und Risiko, auch in wirtschaftlicher Hinsicht, verbunden sind.
Im derzeit entstehenden Umfeld des freien Austauschs elektrischer Energie uber grosse Entfernungen wird die Frage, wieweit ein Transformator mit Überlast betneben werden kann, ohne dabei signifikant an Lebensdauer zu verlieren, zunehmend an Bedeutung gewinnen Daher ist es erforderlich geworden, die Belastung, insbesondere die thermische Belastung des Transformators genauer zu beurteilen.
Ein Verfahren der eingangs genannten Art ist beispielsweise in der US 4,623,265, der WO 88/04488 und der US 4,754,405 beschrieben Bei diesem bekannten Verfahren wird ausgehend von der Messung des Stromes i in einzelnen Phasen und der öltemperatur T an der Oberfläche unter Heranziehung des Zusammenhanges gradT = ¯T-12 die Hot-Oil Temperatur im Inneren des Transformators ermittelt Der oben angeführte Zusammenhang zwischen Temperatur und Strom stellt jedoch ein stark vereinfachtes thermisches Modell dar, bei welchem die Berechnung der Hot-Oil Temperatur zu sehr ungenauen Ergebnissen und somit zu einer
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Weiters wird in der SU 1742750 A eine Testeinrichtung fur Transformatoren beschrieben, bei welcher Spannungen, Ströme, Frequenzen, Ol- und Umgebungstemperaturen gemessen und mit Standardwerten verglichen werden,
aus der Abweichung der Messwerte von den Standardwerten kann der Zustand des Transformators bestimmt werden Diese bekannte Vorrichtung, welche ohne eines thermischen Modells arbeitet, kann nur bedingt Information über den Zustand des Transformators liefern und wird daher nur zu Testzwecken unmittelbar nach der Fertigung eingesetzt, um Fertigungsfehler zu erkennen Fur den laufenden Betrieb eines Transformators kann diese bekannte Vorrichtung nicht eingesetzt werden
Die Aufgabe der Erfindung besteht nun darin, durch Verbesserung des eingangs genannten Verfahrens ein neuartiges Verfahren zu schaffen, das verbesserte Informationen über wichtige Temperaturen, z B die Hotspot- und Hot-Oil-Temperaturen, liefert und zusätzlich fur Prognose, Simulation und Analyse genutzt werden kann
Diese Aufgabe wird dadurch gelöst,
die Eingabegrössen insbesondere die Spannungen an den Transformatorklemmen, die Ströme in den Wicklungen und die Umgebungstemperatur umfassen, dass weiters der Status der Kühlaggregate, weiche Lüfter, Pumpen usw. sind, und gegebenenfalls die Schalterstellung eines Stufenschalters od dgl. festgestellt werden, dass diese Eingabengrössen sowie der Status der Kühlaggregate und gegebenenfalls die Schalterstellung des Stufenschalters dem thermohydraulischen Modell zugeführt werden und dass im thermohydraulischen Modell mit Hilfsgrössen, welche beispielsweise Verluste im Transformator, Parameter für den Wärmeüber- gang, Strömungswiderstände und die Strömung bzw.
Strömungsgeschwindigkeiten im Ölkreislauf sind, und einem hydraulischen Netzwerk des Ölkreislaufes, welches Zweige und Knoten aufweist, Zustandsgrössen berechnet werden, wobei diese Zustandsgrössen vorzugsweise die mittleren Temperaturen und die Hotspot-Temperaturen in verlusterzeugenden Transformatorteilen und die mittleren Öltemperaturen in Zweigen und in Knoten des hydraulischen Netzwerkes des Ölkerls- laufes sind und dass bei einer Änderung der Eingabegrössen und/oder des Status der Kühlaggre- gate und/oder der Schalterstellung des Stufenschalters die Hilfsgrössen entsprechend angepasst werden und anschliessend die Änderungsgeschwindigkeit der Zustandsgrössen berechnet wird und damit neue Zustandsgrössen berechnet werden Es ist mit diesem Verfahren somit erstmals moglich,
die Betriebstemperaturen und auch die kritischen Temperaturen sowie deren Änderungen in Teilen des Transformators ohne Temperaturfühler zu ermitteln, wodurch der optimale Betrieb eines Transformators gewährleistet wird, eine Früherkennung von Fehlern und Risiken erfolgen
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und der optimale Zeitpunkt für Servicearbeiten festgelegt werden können. Mit dem thermohydrauli- schen Modell des mit Öl gekühlten Transformators wird das Verhalten der Temperaturen im Kern, den Wicklungen und im Öl, sowohl bei stationären als auch transienten Vorgängen ermittelt Der Zusatz hydraulisch" weist darauf hin, dass auch das hydraulische Verhalten des Öles durch das Modell beschrieben wird
Vorteilhaft ist eine Ausbildung nach Anspruch 2, da dies die zielführendste Möglichkeit ist, die Änderungsgeschwindigkeit der Zustandsgrossen zu ermitteln.
Durch die Ausbildung nach Anspruch 3 ist es möglich, auf einem Digitalrechner die Leerlauf- verluste in den einzelnen Teilen des Kerns direkt aus den Klemmenspannungen zu berechnen.
Nach einer Ausführungsvariante gemäss Anspruch 4 werden alle durch die gemessenen Ströme verursachten Erwärmungen von Teilen im Transformator ermittelt
Durch die Ausbildung nach Anspruch 5 und auch nach Anspruch 6 wird der Einfluss der Schalterstellung auf die Verteilung des magnetischen Hauptflusses, die Verteilung der internen Ströme und auch auf die Werte der ohmschen Widerstände einzelner Wicklungszweige berück- sichtigt
Nach einer Ausführungsvariante gemäss Anspruch 7 wird der Einfluss des Betriebszustandes der Lufter auf die Kühlung beschrieben.
Vorteilhaft ist die Ausgestaltung nach Anspruch 8, da mit dieser Differentialgleichung auf einfache Weise die mittleren Temperaturen in verlusterzeugenden Teilen ermittelt werden
Bei der Ausgestaltung nach Anspruch 9 ist von Vorteil, dass die an das vorbeiströmende Öl abgegebene Verlustleistung, welche in die Differentialgleichung für die mittleren Temperaturen eingeht, mit nur wenigen Rechenoperationen ermittelt wird Diese Verlustleistung ist immer die fur jenen Teil, für den gerade mit der Differentialgleichung die mittlere Temperatur berechnet wird
Von Vorteil ist auch eine Ausbildung nach Anspruch 10, da die Differentialgleichung für die Hotspot-Temperaturen in den verlusterzeugenden Teilen die gleichen Berechnungsvorgänge wie jene für die mittleren Temperaturen aufweist,
konnen bei einer Lösung dieser Gleichungen auf einem Digitalrechner die gleichen Programmschritte verwendet werden. Die Unterschiede an der Heissstelle gegenüber den Mittelwerten hinsichtlich Verlusterzeugung, Wärmeübergang und Wärmekapazität können trotzdem über die entsprechend Parameter exakt vorgegeben werden
Vorteilhaft ist auch eine Ausgestaltung nach Anspruch 11, für die äquivalent das gleiche gilt wie für die Ausbildung nach Anspruch 10. Auch hier gilt, dass die Verlustleistung immer fur jenen Teil ermittelt wird, für den gerade mit der Differentialgleichung die Hotspot-Temperatur festgelegt wird.
Bei der Ausbildung gemäss Anspruch 12 werden mit einer einfachen Differentialgleichung die mittleren Öltemperaturen in Zweigen des hydraulischen Netzwerkes des Ölkreislaufes berechnet
Nach einer vorteilhaften Weiterbildung gemass Anspruch 13 wird die von jenem Zweig an die Umgebung abgegebene Warmeleistung ermittelt, für den anschliessend mit der Differential- gleichung die mittlere Öltemperatur festgelegt wird.
Von Vorteil ist auch eine Ausbildung nach Anspruch 14, nach der die mittlere Öltemperatur in einem Knoten unter Einbeziehung des Ölflusses ermittelt wird, wobei jener ölfluss herangezogen wird, der bereits bei der Berechnung der mittleren Öltemperatur durch einen der einmündenden Zweige verwendet wurde
Die Weiterbildung nach Anspruch 15 ist wegen der vielfach auftretenden nichtlinearen Zusammenhänge und der zum Teil von der Strömungsrichtung des Öles abhängigen Berech- nungsmethode der einzelnen Temperaturen unbedingt erforderlich.
Vorteilhaft ist auch eine Ausbildung nach Anspruch 16, wobei eine Überprüfung des hydrauli- schen Netzwerkes durchgeführt wird
Bei der Weiterbildung nach Anspruch 17 Wird laufend der Strömungszustand, beschrieben durch die Zweiggrössen phz, der sich im hydraulischen Netzwerk aufgrund von transienten Vorgängen ändern kann, mitberechnet.
Von Vorteil ist auch eine Ausbildung nach Anspruch 18 mit der die treibenden Druckdifferenzen in den Strömungszweigen und daraus die Strömungsvektoren in den einzelnen Zweigen ermittelt werden. Die Strömung des Öles im hydraulischen Netzwerk wird bestimmt durch die hydraulischen Widerstände der einzelnen Strömungszweige, durch die Verteilung der Temperaturen des Öles und, sofern vorhanden, durch die Druck- und Strömungscharakteristik von Pumpen
Die Weiterbildung nach Anspruch 19 ist notwendig, da die hydraulischen Widerstände
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nichtlinear sind.
Vorteilhaft ist auch eine Ausbildung nach Anspruch 20, durch weiche die hydraulischen Wider- stände in den Zweigen und Knoten des hydraulischen Netzwerkes bei der Ermittlung der Vektoren der Olströmung in den Zweigen eingehen.
Die Ausgestaltung nach Anspruch 21 ermöglicht bei der Berechnung der ohmschen und der Wirbelstromverluste in einem verlusterzeugenden Teil bei gegebenem Wicklungsstrom und gege- bener Streuflussverteilung auch die Einbeziehung der Temperatur dieses Teiles
Gemäss Anspruch 22 wird die Temperaturabhängigkeit der Olströmung im thermohydraulischen Modell berücksichtigt.
Die in Anspruch 23 gekennzeichnete Anordnung zur Durchführung des Verfahrens weist den Vorteil auf, dass dies ein gängiger Personalcomputer ist, bei dem nur die entsprechenden Schnitt- stellen eingebaut werden müssen Der Computer sollte mindestens einen heutzutage ublichen Pentium-Prozessor mit sehr hoher Taktfrequenz aufweisen
Die Erfindung wird im nachfolgenden anhand der in den Zeichnungen dargestellten Aus- führungsbeispiele näher erläutert
Es zeigen-
Fig 1 die Struktur des thermohydraulischen Modells als Blockschaltbild
Fig 2 die Struktur des hydraulischen Netzwerkes für das thermohydraulische Modell
Einführend wird festgehalten, dass in den unterschiedlich beschriebenen Ausführungsbeispielen gleiche Teile mit gleichen Bezugszeichen bzw mit gleichen Bauteilbezeichnungen versehen sind,
wobei in der gesamten Beschreibung enthaltenen Offenbarungen sinngemäss auf gleiche Teile mit gleichen Bezugszeichen bzw gleichen Bauteilbezeichnungen ubertragen werden können. Auch sind die in der Beschreibung gewählten Lageangaben, wie z B. oben, unten, seitlich usw auf die unmittelbar beschriebene sowie dargestellte Figur bezogen und sind bei einer Lageänderung sinngemäss auf die neue Lage zu übertragen Weiters können auch Einzelmerkmale oder Merkmalskombinationen aus den gezeigten und beschriebenen unterschiedlichen Ausführungs- beispielen für sich eigenständige, erfindensche oder erfindungsgemässe Lösungen darstellen
Bei Fig. 1 sind die Eingabegrössen 1 als Block dargestellt, diese sind die Klemmenspannungen 2 am Transformator, die Strömp 3 in den Wicklungen die Schalterstellungen 4 eines Stufen- schalters, der Zustand bzw.
Status 5 der Kühlaggregate und die Umgebungstemperatur 6 des Transformators Der Zustand 5 der Kühlaggregate gibt an, wieviele und welche Lüfter in Betrieb sind, sowie deren Drehzahl, wieviele und welche Pumpen eingeschaltet sind und deren Leistungsaufnahme Im thermohydraulischen Modell 7 bedeutet der Block 8 eine Initialisierung vor einem Neustart des Ablaufes im thermohydraulischen Modell 7, weiche entweder bei einer Änderung der Spannung 2, des Stromes 3, der Schalterstellung 4 des Stufenschalters und/oder des Statusses 5 der Kuhlaggregate oder in regelmässigen Abständen erfolgt Im Block 9 werden die Hilfsgrössen 9 ermittelt, welche die Verluste 10 im Transformatorkem, in den Wicklungen, in den Stahlbauteilen, wie Gehäuse, Pressbolzen, usw., die Parameter 11 für den Wärmeübergang, die Stromungswiderstände 13 im Ölkreislauf und die ölströmung 12 selbst sind.
Der Block 15 schema- tisiert die Berechnung der Differentialquotienten für die Temperaturen tqm, tqh, tom, tok Der Block 16 - Zustandsgrössenänderung - beschreibt die differentielle Änderung der Temperaturen tqm, tqh, tom, tok Die numerische Lösung der Differentialgleichungen stellt der Block 18 dar Im Block 19 sind die Zustandsgrössen 19 der Temperaturen tqm, tqh, tom, tok abgespeichert.
Der Block 14 repräsentiert eine laufende Parameteranpassung 14 über eine entsprechende Rückkopplung
Die Rechtecke im hydraulischen Netzwerk des Transformators in Fig. 2 symbolisieren der Reihe nach den Transformatorkern 30, die Niederspannungswicklungen 31, die Stammwicklungen 32, die Grobstufenwicklungen 33, die Feinstufenwicklungen 34, den Transformatorkessel 35 und Kühler 36, 37, 38, insbesondere die Lufter Die Kreise und Langkreise sind die Knoten und die Verbindungen zwischen diesen sind die Zweige.
Es befindet sich der Knoten 39 im Bodenteil des Transformatorkessels 35, der Knoten 40 den unteren Enden der Wicklungen 31, 32, 33, 34, der Knoten 41 an deren oberen Wicklungsenden und der Knoten 42 im Kessel 35 oberhalb des Transformators Die Zweige 43,44, 45,46, 47, 48,49, 50 sind die Strömungen durch die Wicklungen 31,32, 33,34 mit den Sammel- und Verzweigungsknoten 51,52, 53, 54 Der Transformatorkem 30 sowie auch der -kessel 35 sind ebenfalls in das hydraulische Netzwerk einbezogen, wobei für den Kern 30 die Zweige 55, 56,57, 58, 59,60 und die Knoten 61, 62,63
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und für den Kessel 35 die Zweige 64, 65, 66,67, 68,69 und die Knoten 70, 71, 72 vorgesehen sind Weiters ist die ölströmung zu und von den Kuhlern 36, 37, 38 ebenfalls mit Zweigen 73,74, 75, 76, 77, 78, 79, 80, 81 und Knoten 82, 83, 84, 85,
86 dargestellt
Alle Datenwerte, die im thermohydraulischen Modell 7 verarbeitet werden lassen sich in vier Kategorien einteilen 1 ) Eingabegrössen 1, welche unter anderem erfasste Messwerte 2,3 sind
2) Interne Hilfsgrössen 9
3) Zustandsgrössen 19
Dies sind Temperaturen tqm, tqh, tom, tok, die den thermischen Zustand zu einem bestimmten Zeitpunkt vollständig beschreiben
4) Änderungen der Zustandsgrössen 16
Da das Verhalten des Modells 7 durch Differentialgleichungen beschrieben wird, spielen die Änderungen der Zustandsgrossen 19 bzw deren Änderungsgeschwindigkeit eine wesentliche Rolle
Die Eingabegrössen 1 sind unmittelbar von Sensoren gemessene Daten, die über Messwert- umsetzer in eine für das Computerprogramm, mit dem das Verfahren realisiert ist, lesbare Form gebracht werden.
Dies sind Spannungen 2 an Transformatorklemmen, Strome 3 in Wicklungen, Schalterstellungen 4 eines Stufenschalters, der Status 5 (ein/aus) von Pumpen und Lüftern und die Umgebungstemperatur
Die Hilfsgrössen 9 werden zur Ermittlung des Temperaturverhaltens benötigt Sie haben zum Teil zusätzlich auch informativen Wert für den Transformatorbetreiber. Diese Grössen 9 werden aus den Eingabegrössen 1 aus dem momentanen Zustand und aus festen von der Geometrie und von Materialeigenschaften bestimmten Transformatordaten errechnet.
Die Zustandsgrössen 19 bzw. Zustandsgrössenänderungen 16 beschreiben den augenblick- lichen Temperaturzustand des Transformators Dies sind die Temperatur tqm, welche die mittlere Temperatur verlusterzeugender Teile, wie Kern, Wicklungen, usw., die Temperatur tqh, welche die Hotspot-Temperatur in verlusterzeugenden Teilen, die Temperatur tom, welche die mittlere öltemperatur in den Zweigen z.
B. 43,44 des hydraulischen Netzwerkes und die Temperatur tok, welche die mittlere öltemperatur in den Knoten z B 51, 52 des hydraulischen Netzwerkes ist
Diese Temperaturen tqm, tqh, tom, tok liegen zu jedem Zeitpunkt im Modell 7 vor Die eigentliche Rechenarbeit im Modell 7 betrifft die Änderungen dieser Temperaturen tqm, tqh, tom, tok, daher liegt aus Sicht des Informationsflusses noch die Kategorie Zustandsgrössenänderung 16 zwischen den Hilfsgrössen 9 und den eigentlichen Zustandsgrössen 19.
Auch die Rechenarbeit innerhalb des Modells 7 ist in einzelne Kategorien unterteilt. Das primäre Unterscheidungsmerkmal ist die Häufigkeit, mit der ein bestimmter Algorithmus aktiviert wird. In der Struktur des thermohydraulischen Modells 7 in Fig. 1 ist diese Datenverarbeitung durch jene Rechtecke dargestellt, die von den Datenflussen durchlaufen werden.
Am wenigsten oft aufgerufen wird die Initialisierung 8. Eine Initialisierung 8 muss prinzipiell nur dann erfolgen, wenn sich irgend ein Wert der Eingabegrössen 1 signifikant ändert.
Praktisch geschieht eine Initialisierung immer am Anfang eines Rechenvorganges, der entweder in regelmässigen Abständen oder durch die Änderung eines Eingabeparameters 2,3, 4, 5,6 ausgelöst wird
Während der Initialisierung 8 werden aus den Werten von Spannung 2 und Strom 3 die Basisparameter der Verluste 10 ermittelt, ebenso hat die Stellung 4 des Stufenschalters Einfluss auf die Verteilung der Verluste 10 auf die einzelnen Wicklungen 31,32, 33, 34.
Eine Zu- oder Abschaltung von Lüftern oder Pumpen hat eine Änderung der Wärmeübergangs- parameter 11zur Folge, die ebenfalls im Rahmen der Initialisierung 8 berücksichtigt wird
Eine weitere Kategorie bei der Rechenarbeit ist die laufende Anpassung 14 von Parametern Fast alle wesentlichen Parameter des thermohydraulischen Modells 7 sind stark von der Temperatur tqm, tqh, tom, tok abhängig Wenn sich die Temperatur tqm, tqh, tom, tok während eines Rechenvorganges ändert, müssen diese Parameter in regelmässigen Abstanden neu berechnet werden Das betrifft vor allem Strömungswiderstände 13 und die Ölströmung 12, weiters auch die Verluste 10, da sowohl deren ohmscher als auch der Wirbelstromanteil von der Temperatur tqm, tqh, tom, tok abhängig ist.
Dies ist durch Rückführungen 20, 21, 22,23, 24,25 in der Fig 1 dargestellt.
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Der zeitliche Abstand zwischen zwei Parameteranpassungen 14 ist einstellbar, wobei bei grossen Systemen ein Kompromiss zwischen maximaler Genauigkeit und ausreichender Rechen- geschwindigkeit zu finden ist
Eine dritte Kategorie ist die Berechnung der Differentialquotienten 15 und die numerische Lösung der Differentialgleichungen 18.
Das ist ein Simulationsprozess, der den hochsten Anteil an Rechenleistung erfordert. Hier wird in kleinen Zeitschritten, abhängig von den Zeitkonstanten des Modells 7, die zeitliche Änderung aller Zustandsgrössen 19, d h aller Temperaturen tqm, tqh, tom, tok im Transformator, errechnet
Die Differentialquotienten ergeben sich aus den physikalischen Gesetzen der Wärme- speicherung und der Wärmeübertragung.
Als mathematische Methode für die Lösung der Differentialgleichungen 18 wird ein bekanntes numerisches Verfahren eingesetzt, z.B die Methode nach Runge-Kutta
Die gemessenen Klemmenspannungen 2 werden benötigt, um über den magnetischen Hauptfluss den Anteil der Leerlaufverluste 10 in den einzelnen Teilen des Kerns 30 zu ermitteln Dazu wird eine Zuordnungsmatrix verwendet, die den Zusammenhang zwischen den Klemmen- spannungen 2 und dem magnetischen Fluss in den einzelnen Kemteilen beschreibt Die Verluste 10 werden dann mit Hilfe einer durch wenige Parameter definierte Kennlinie in Abhängigkeit dieses Flusses ermittelt
Die gemessenen Ströme 3 haben Einfluss auf den ohmschen Anteil der Wicklungsverluste, den Wirbelstromanteil der Wicklungsveriuste, der bei der Betrachtung von Heissstellen wesentlich ist,
und zusätzliche Streuverluste in inaktiven Teilen, wie Presskonstruktion und Kessel 35.
Bei der Erstellung des Modells 7 werden interne Wicklungszweige definiert, die über eine Strom-Zuordnungsmatrix mit den messbaren Klemmenströmen 3 verknüpft werden Grundsätzlich muss bei der Ermittlung des Einflusses der Ströme 3 die gegenseitige Phasenlage der einzelnen Wicklungsströme berücksichtigt werden, was bedeutet, das alle Ströme als Zeiger mit zwei Kompo- nenten darzustellen sind Das ist bei Transformatoren mit mehr als zwei Wicklungssystemen nicht trivial.
Für die ohmschen Verluste 10 wird für jeden internen Wicklungszweig der Betrag des zugehö- rigen Stromes ermittelt, mit dem dann über den entsprechenden ohmschen Widerstand die Verluste 10 berechnet werden.
Zur Ermittlung der Wirbelstromverluste in den Wicklungen 31, 32, 33,34 als auch in den inaktiven Teilen des Transformators muss zunächst die Verteilung des magnetischen Streuflusses aus der Verteilung der Ströme auf die einzelnen Wicklungen 31, 32,33, 34 abgeleitet werden Dies erfolgt mit sogenannten Streufluss-Matrizen, die sowohl für die axialen als auch die radialen Komponenten definiert werden mussen Auch hier ist die Berücksichtigung der Phasenlage wesentlich, weswegen wieder die Zeigerdarstellung mit zwei Komponenten erforderlich ist
Eine Streufluss-Matrix beschreibt den Zusammenhang zwischen den Strömen in internen Wicklungszweigen und die für die einzelnen vertusterzeugenden Zweige relevanten magnetischen Streuflüsse Sind die Beträge dieser Streuflüsse bekannt, können uber entsprechende Faktoren, die sich aus der Wicklungsgeometrie ergeben,
die Komponenten der Wirbelstromverluste berechnet werden
Die Schalterstellung 4 eines Stufenschalters kann grundsätzlich Einfluss auf die Verteilung des magnetischen Hauptflusses, die Verteilung der internen Ströme und auch auf die Werte der ohmschen Widerstände einzelner Wicklungszweige haben.
Dieser Einfluss wird berücksichtigt, indem die entsprechenden Komponenten der oben beschriebenen Zuordnungsmatrizen schalterstellungsabhängig gemacht werden Zur Berücksichtigung der Änderung ohmscher Widerstände müssen auch die entsprechenden Werte der ohmschen Wicklungswiderstände abhängig von der Schalterstellung sein
In der praktischen Abwicklung eines Initialisierungs-vorganges 8 heisst das, dass bei jeder Änderung der Schalterstellung 4 die Elemente der Zuordnungsmatrix Klemmenspannung 2 - magnetischer Fluss, der Zuordnungsmatrix Klemmen-ströme 3 - interne Wicklungsströme und der ohmschen Wicklungswiderstände überpruft und gegebenenfalls geändert werden müssen, bevor die oben beschriebenen Rechenoperationen zur Verlustberechnung 10 durchgeführt werden
Eine eingeschaltete Pumpe wird berücksichtigt, indem die entsprechende Pumpencharak- teristik,
das ist der Zusammenhang zwischen der Druckdifferenz zwischen Ein- und Ausgang der
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Pumpe und der ölströmung durch die Pumpe, in das hydraulische Netzwerk zur Beschreibung der Ölströmung 12 bzw (p bzw phz eingebaut ist
Das Zu- oder Abschalten eines Lufters hat Einfluss auf einen der Parameter des Warmeüber- ganges 11zwischen Öl und Umgebung. Grundsätzlich enthält jeder Zweig z.B. 73, 76,81 mit externer Kühlung eine Komponente, die vom Betriebszustand der Lüfter abhängig ist. Der entsprechende Zusammenhang wird durch eine Zuordnungsmatrix zwischen Lüftern und Kuhlungszweigen z. B 73,76, 81 beschrieben.
Die Umgebungstemperatur 6, welche auch mehrere sein können, hat unmittelbar Einfluss auf den Warmefluss zwischen einem Zweig z.B. 73, 76,81 mit externer Kuhlung und der Umgebung.
Das ist aus der Differentialgleichung für die mittlere Temperatur tom des Öles in einem Zweig z.B 73, 76,81 zu ersehen, wo die Temperaturdifferenz 9 zwischen mittlerer Öltemperatur im Zweig und Umgebungstemperatur unmittelbar in den Ausdruck eingeht
In der kontinuierlichen Anpassung 14 von Rechenparametern werden im wesentlichen zwei Abhängigkeiten von Hilfsgrössen 9 abgebildet, nämlich die Abhängigkeit der Verluste 10 und der Ölströmung 12 von der Temperatur tqm, tqh, tom, tok. Dies ist durch die Rückführungen 20 und 22 in Fig 1 dargestellt.
Zusätzlich wird das nichtlineare Verhalten der Ölströmung 12 bzw @ bzw phz hinsichtlich Druckabfall und Strömungsgeschwindigkeit durch eine entsprechende Rückkopplung 23,24 von der Ölströmung 12 auf die Hilfsgrosse 9 hydraulische Strömungswiderstände 13 nachgebildet
Sowohl die ohmschen als auch die Wirbelstromverluste sind bei gegebenem Wicklungsstrom und gegebener Streuflussverteilung von der Temperatur tqm, tqh, tom, tok der Veriustquelle abhängig In beiden Fällen ist die Ursache die Temperaturabhängigkeit des spezifischen Wider- standes des Leitermatenals, der normalerweise mit zunehmender Temperatur ebenfalls zunimmt Für die ohmschen Verluste heisst das, dass sie mit zunehmender Temperatur tqm zunehmen, während die Wirbelstromverluste mit zunehmender Temperatur tqm abnehmen.
In einer Rückfuhrung 20 der Zustandsgrössen 19 Temperatur tqm, tqh, tom, tok auf die Hilfsgrössen 9 Verluste 10 wird diese Abhängigkeit berücksichtigt
Die Strömung 12 bzw. @ bzw phz des Öles in einem gegebenen hydraulischen Netzwerk wird bestimmt durch die hydraulischen Widerstände 13 der einzelnen Strömungszweige z B 43,44, durch die Verteilung der Temperaturen des Öles, und sofeme vorhanden durch die Druck-/Strömungscharakteristik von Pumpen
Im thermohydraulischen Modell 7 erfolgt dies konkret durch die folgende Methode
Im ersten Schritt wird für jeden Strömungszweig z.B 43,44 eine virtuelle treibende Druckdifferenz f ermittelt.
Mit dem ermittelten Vektor f der treibenden Druckdifferenzen wird dann mit einer Matrizengleichung der Vektor @ bzw phz der Strömung in den einzelnen Zweigen z B 43, 44 berechnet Die Matrix zur Berechnung des Vektors @ bzw phz enthalt die Information über die hydraulischen Widerstände 13 aller Zweige z. B 43,44 und über die Struktur des hydraulischen Netzwerkes.
Es gibt unterschiedliche Typen für hydraulische Widerstände, abhängig von der konkreten Geometne So haben z B Rohrleitungen eine andere Charakteristik als Strömungsverzweigungen oder Umlenkungen Unabhängig davon gilt in vielen Fallen, dass der hydraulische Widerstand 13 abhängig von der Strömungsgeschwindigkeit ist Das bedeutet, dass das Ergebnis der Auswertung der Matrizengleichung zur Berechnung des Vektors @ bzw.
phz der Stromung, Einfluss auf die dabei verwendete Matrix hat, da darin die Momentanwerte der hydraulischen Widerstände 13 stecken In weiterer Folge heisst das, dass die Ermittlung der Olströmungen @ bzw phz in einem iterativen Prozess erfolgen muss Ausgehend von einem Anfangswert @ fur den Vektor @ werden hydraulische Widerstände 13 berechnet und damit ein neuer Vektor @ Die Differenz zwischen @ und @ wird dazu benutzt, einen neuen, verbesserten Wert für (p zu berechnen Dieses Verfahren Wird solange fortgesetzt, bis Ausgangswert und Ergebnis mit ausreichender Genauigkeit übereinstimmen.
Die Gesamtheit aller Olströmungen, dargestellt durch den Vektor @ ist in zweifacher Weise temperaturabhängig 1) Im Ausdruck für die treibende Druckdifferenz f ist unmittelbar die mittlere Temperatur T bzw. tom des Kühlmediums im Stromungszweig z.B. 43,44 enthalten
2) Die Viskositat von Öl, und damit der hydraulische Widerstand 13 eines Strömungszweiges z B 43,44, ist sehr stark von der Temperatur abhängig In Form einer geeigneten Rückführung 25
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der Zustandsgrossen Temperatur tom, tok auf die hydraulischen Widerstände 13 bzw die Ölströmung 12 sind die beiden obigen Gesetzmässigkeiten im thermohydraulischen Modell 7 enthalten.
Dieses Verfahren zur Ermittlung von Temperaturen und Temperaturänderungen in einem ölgekühlten Transformator, der meistens ein Drehstromtransformator ist, ist ein wesentlicher Teil eines 'Transformator-Monitonng"-Systems
Die den eigenständigen erfinderischen Lösungen zugrundehegende Aufgabe kann der obigen Beschreibung entnommen werden
BEZUGSZEICHENLISTE
1 Eingabegrössen
2 Klemmenspannungen am Transformator
3 Ströme in den Wicklungen
4 Schalterstellungen eines Stufenschalters
5 Status der Kühlaggregate (Lüfter und Pumpen)
6 Umgebungstemperatur des Transformators
7 Thermohydraulisches Modell
8 Initialisierung
9 Hilfsgrossen
10 Verluste im Transformatorkem
11 Wärmeübergang bzw Wärmeübergangsparameter
12 Ölströmung bzw Strömungsgeschwindigkeiten
13 Strömungswiderstände bzw hydraulische Widerstände
14 Laufende Parameteranpassung
15 Berechnung der Differentialquotienten für die Temperaturen tqm, tqh, tom, tok
16 Zustandsgrössenänderung
17 Differentielle Änderungen der Temperaturen tqm, tqh, tom, tok
18 Numerische Lösung der Differentialgleichungen für die Temperaturen tqm, tqh, tom, tok
19 Zustandsgrössen (Temperaturen tqm, tqh, tom, tok)
20, 21, 22, 23, 24,
25 Rückführungen bzw Rückkopplungen tqm Mittlere Temperatur in verlusterzeugenden Teilen tqh Hotspot-Temperatur in verlusterzeugenden Teilen tom Mittlere öltemperatur in den Zweigen des hydraulischen Netzwerkes tok Mittlere öltemperatur in den Knoten des hydraulischen Netzwerkes
30 Transformatorkern bzw. Kern
31 Niederspannungswicklungen
32 Stammwicklungen
33 Grobstufenwicklungen
34 Feinstufenwicklungen
35 Transformatorkessel bzw.
Kessel
36, 37, 38 Kühler (Lufter)
39, 40, 41, 42, 51, 52, 53, 54, 61, 62,63, 70, 71, 72, 82,83, 84,85, 86 Knoten im hydrau- lischen Netzwerk
43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76, 77,
78,79, 80,81 Zweige im hydraulischen Netzwerk
PATENTANSPRÜCHE:
1 Verfahren zur Ermittlung von Zustandsgrössen, insbesondere der Temperaturen, in einem ölgekühlten Transformator, bei welchem Eingabegrössen (1), z. B. Ströme in den
Wicklungen, gemessen werden, diese Eingabegrössen einem thermohydraulischen Modell zugefuhrt werden, mittels unter Zuhilfenahme von Hilfsgrossen, wie z. B.
Parameter für den
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Wärmeübergang, Zustandsgrössen, wie z B die Hotspot-Temperaturen in verluster- zeugenden Transformatorteilen, bestimmt werden und diese Zustandsgrössen bei Änderung der Eingangsgrössen neu bestimmt werden, dadurch gekennzeichnet, dass die
Eingabegrössen (1) insbesondere die Spannungen (2) an den Transformatorklemmen, die
Ströme (3) in den Wicklungen und die Umgebungstemperatur (6) umfassen, dass weiters der Status (5) der Kühlaggregate, welche Lüfter, Pumpen usw. sind, und gegebenenfalls die Schalterstellung (4) eines Stufenschalters od.
dgl festgestellt werden, dass diese Emgabengrössen (1) sowie der Status (5) der Kühlaggregate und gegebenenfalls die
Schalterstellung (4) des Stufenschalters dem thermohydraulischen Modell (7) zugeführt werden und dass im thermohydraulischen Modell (7) mit Hilfsgrössen (9), welche beispielsweise Verluste (10) im Transformator, Parameter für den Wärmeübergang (11),
Strömungswiderstände (13) und die Strömung bzw Strömungsgeschwindigkeiten (12) im Ölkreislauf sind, und einem hydraulischen Netzwerk des Ölkreislaufes, welches Zweige (43, 44, 45,46, 47, 48, 49, 50, 55,56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74,75, 76,
77, 78, 79,80, 81) und Knoten (39, 40, 41, 42, 51, 52, 53, 54, 61,62, 63, 70, 71,72, 82,
83,84, 85,86) aufweist, Zustandsgrössen (19) berechnet werden, wobei diese Zustands- grössen (19)
vorzugsweise die mittleren Temperaturen (tqm) und die Hotspot-Tempera- turen (tqh) in verlusterzeugenden Transformatorteilen und die mittleren Öltemperaturen in
Zweigen (tom) und in Knoten (tok) des hydraulischen Netzwerkes des Ölkreislaufes sind und dass bei einer Änderung der Eingabegrossen (1) und/oder des Status (5) der
Kühlaggregate und/oder der Schalterstellung (4) des Stufenschalters die Hilfsgrössen (9) entsprechend angepasst werden und anschliessend die Änderungsgeschwindigkeit der
Zustandsgrössen (19) berechnet wird und damit neue Zustandsgrössen (19) berechnet werden 2 Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Änderungsgeschwindig- keit der Zustandsgrössen (19) und die Zustandsgrossen (19) mit Differentialgleichungen berechnet werden.
3 Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass mit den gemessenen
Spannungen (2) durch eine Zuordnungsmatrix der Zusammenhang zwischen diesen
Spannungen (2) und dem magnetischen Fluss in den einzelnen Kemteilen des Transfor- mators ermittelt wird, und dass anschliessend mit einer durch Parameter definierten Kenn- linie in Abhängigkeit dieses magnetischen Flusses die Leerlaufverluste ermittelt werden.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass transforma- torinteme Wicklungszweige definiert werden, die über eine Strom-Zuordnungsmatnx mit den gemessenen Strömen (3), vorzugsweise den Klemmenströmen, verknüpft werden, wobei wegen der Notwendigkeit die Phasenlage zu berücksichtigen alle Strome (3) als
Zeiger mit zwei Komponenten dargestellt werden, und dass für jeden internen Wicklungs- zweig der Betrag des Stromes ermittelt wird, mit dem über den entsprechenden Wider- stand die ohmschen Verluste berechnet werden, und dass mit Matrizen, welche sowohl für axiale als auch für radiale Komponenten definiert werden, aus der Verteilung der Ströme (3) auf die einzelnen Wicklungen (31,32, 33,34) die Verteilung des magnetischen
Streuflusses und daraus die Wirbelstromverluste in den Wicklungen (31, 32, 33, 34)
und den inaktiven Teilen des Transformators ermittelt werden, und dass durch eine Matrix der
Zusammenhang zwischen den Strömen in Wicklungszweigen und dem für die verlust- erzeugenden Zweige relevanten magnetischen Streufluss ermittelt wird, und mit Faktoren, die aus der Wicklungsgeometrie ermittelt werden, die Wirbelstromverluste berechnet werden 5 Verfahren nach den Ansprüchen 3 und 4, dadurch gekennzeichnet, dass die Matrizen und die relevante Zuordnungsmatnx und ohmschen Wicklungswiderstände schalterstellungs- abhängig ausgeführt sind 6.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass bei jeder
Anderung der Schalterstellung (4) des Stufenschalters ein Initialisierungsvorgang (8) durchgeführt wird, wobei die Zuordnungsmatrix Spannung - magnetischer Fluss, die Matrix
Ströme - interne Wicklungsströme und die ohmschen Wicklungswiderstände überprüft und gegebenenfalls geändert werden.
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7 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass der Status (5) der Kühlaggregate auf mindestens einen der Parameter des Wärmeüberganges (11) zwischen Öl und Umgebung einfliesst und der entsprechende Zusammenhang zwischen Luftem (36,37, 38) und Kühlungszweigen (73,74, 75,76, 77, 78, 79, 80, 81) in einer
Zuordnungsmatnx ausgedrückt wird 8.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, dass die mittleren
Temperaturen in verlusterzeugenden Transformatorteilen mit der Differentialgleichung
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berechnet wird, wobei tqm ( C) die mittlere Temperatur eines verlusterzeugenden Transformatorteiles,
Vges (kW) die Gesamtverluste des verlusterzeugenden Transformatorteiles, cqg (kWmin/K) die Wärmekapazität des verlusterzeugenden Transformatorteiles und wim (kW) die von dem verlusterzeugenden Transformatorteil an das vorbeiströmende Öl abgegebene Verlustleistung ist 9 Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass die an das vorbeiströmende Öl abgegebene Verlustleistung wim mit der Formel
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berechnet wird, wobei VOg (kW) Referenzverluste sind, g (K)
die Differenz zwischen der mittleren Temperatur des verlusterzeugenden Transfor- matorteiles und der mittleren Temperatur des anliegenden Öles, als mittlerer Sprung bezeichnet, gO der mittlere Sprung bei stationärem Zustand und den Referenzveriusten und
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und dem Öl, in Abhängigkeit von Öltemperatur und Ölgeschwindigkeit, ist 10 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, dadurch gekennzeichnet, dass die Hotspot-
Temperaturen in verlusterzeugenden Transformatorteilen mit der Differentialgleichung @ dt cqh berechnet wird, wobei tqh ( C) die Hotspot-Temperatur eines verlusterzeugenden Transformatorteiles,
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zeugenden Transformatorteiles, cqh (kVVmin/K) die Wärmekapazität des verlusterzeugenden Transformatorteiles umge- rechnet auf die Verhältnisse an der Stelle der maximalen Temperatur und wih (kW)
die von der heissesten Stelle des verlust erzeugenden Transformatorteiles an das vorbeiströmende Öl abgegebene Verlustleistung ist 11 Verfahren nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, dass die von einer Heissstelle an das vorbeiströmende Öl abgegebene Verlustleistung wih mit der Formel
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berechnet wird, wobei VOh (kW) Referenzverluste für die Heissstelle sind, h (K) die Differenz zwischen der maximalen Temperatur des verlusterzeugenden Transformatorteiles und der Öltemperatur an der heissesten Stelle des Transformatorteiles, als Hotspot-Sprung bezeichnet, hO der Hotspot-Sprung bei stationärem Zustand und den Referenzverlusten für die Heissstelle und
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xh der Exponent für Wärmeübergang zwischen dem verlusterzeugenden Transformatorteil und dem Öl.
in Abhängigkeit von Oltemperatur und Ölgeschwindigkeit, ist 12. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 11, dadurch gekennzeichnet, dass die mittleren Öltemperaturen in Zweigen (43,44, 45,46, 47,48, 49, 50,55, 56,57, 58,59, 60,
64,65, 66,67, 68,69, 73,74, 75, 76, 77,78, 79,80, 81) des hydraulischen Netzwerkes des Olkreislaufes mit der Differentialgleichung
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berechnet wird, wobei
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wim (kW) die von dem verlusterzeugenden Transformatorteil an das vorbeistromende Öl abgegebene Verlustleistung, wam (kW) die von einem Zweig an die Umgebung abgegebene Wärmeleistung, phz (kW/K) der Ölfluss durch den Zweig, ausgedrückt in transponierte Warmeleistung je
Grad Temperaturdifferenz zwischen der Öltemperatur von Zweiganfang und Zweigende,
D (K)
die Temperaturdifferenz zwischen der öltemperatur von Zweiganfang und Zweig- ende und coelz (kWmin/K) die Wärmekapazität des Öles im Strömungszweig ist- 13 Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, dass die von einem Zweig (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76,
77,78, 79,80, 81) an die Umgebung abgegebene Wärmeleistung wam mit der Formel
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berechnet wird, wobei warno (kW) der Referenzwert der abgegebenen Warme leistung ist,
9 (K) die Temperaturdifferenz zwischen der mittleren Öltemperatur im Zweig und der
Umgebungstemperatur,
9o (K) der Referenzwert für die Temperaturdifferenz 9, für den der Wert wamO definiert ist, x9 der Exponent für den Wärmeübergang zwischen dem Öl und der Umgebung,
in
Abhängigkeit von der Kuhlungsart, fup ein Faktor für den Einfluss der Umgebungstemperatur (6) und gegebenenfalls des
Luftdruckes,
VK (kW) die Streuverlustleistung im Kessel, und gegebenenfalls eines Kühlerzweiges, der eine Kesseloberfläche darstellt, und sun (kW) die Leistung der Sonnemeinstrahlung ist 14 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 13, dadurch gekennzeichnet, dass die mittleren Öltemperaturen in Knoten (39,40, 41,42, 51, 52, 53, 54, 61,62, 63, 70, 71, 72,
82,83, 84, 85, 86) des hydraulischen Netzwerkes des Ölkreislaufes mit der
Differentialgleichung
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berechnet wird, wobei tok ( C) die mittlere öltemperatur in einem Knoten, nZ die Anzahl der Zweige, die an diesem Knoten einmünden, phz (kW/K) der Ölfluss (12) durch einen der einmündenden Zweige, Teff ( C)
die Temperatur des Öles an dem mit dem Knoten verbundenen Ende des Zweiges, welche wesentlich von der Strömungsnchtung abhängig ist, und coelK (kWmin/K) die Wärmekapazität des Öles in diesem Knoten ist
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15 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 14, dadurch gekennzeichnet, dass die
Differentialgleichungen mit einem bekannten numerischen Verfahren, z B der Methode nach Runge-Kutta, gelöst werden 16.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 15, dadurch gekennzeichnet, dass den
Zweigen (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56,57, 58,59, 60,64, 65,66, 67, 68, 69, 73,
74, 75, 76,77, 78, 79,80, 81) und auch den Knoten (39, 40, 41, 42, 51, 52, 53, 54,61, 62,
63,70, 71, 72,82, 83,84, 85,86) ein bestimmtes Ölvolumen zugeordnet wird, welches in der Summe dem Gesamt-Ölvolumen entspricht 17 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 16, dadurch gekennzeichnet, dass bei der
Lösung der Differentialgleichungen für die mittleren Öltemperaturen (tom) in den Zweigen (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76,
77,78, 79,80, 81) und in den Knoten (39,40, 41,42, 51, 52,53, 54,61, 62,63, 70,71, 72,
82,83, 84,85, 86)
des hydraulischen Netzwerkes des Ölkreislaufes kontinuierlich der
Strömungszustand durch ein Gleichungssystem für die Druckabfälle in allen Zweigen (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76,
77,78, 79,80, 81) des gesamten hydraulischen Netzwerkes mitberechnet wird 18 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 17, dadurch gekennzeichnet, dass für jeden
Zweig (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49,50, 55,56, 57,58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74,
75,76, 77, 78, 79, 80, 81) im hydraulischen Netzwerk der Vektor für eine virtuelle treibende Druckdifferenz f
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ermittelt wird, wobei f (N/m2) die treibende Druckdifferenz, g (m/s2) die Erdbeschleunigung, p (kglm2) die Dichte des Öles #
der Ausdehnungskoeffizient des Öles
AH (m) die Höhendifferenz zwischen Anfangs- und Endpunkt des Zweiges
T ( C) die mittlere Temperatur des Öles im Zweig und pd (N/m2), sofeme vorhanden, die durch eine Pumpe verursachte Druckdifferenz im Zweig ist, und dass mit der Matrizengleichung @= TTRTT F f der Vektor @ der Ölströmung (12) in den einzelnen Zweigen (43,44, 45,46, 47,48, 49,50,
55, 56, 57, 58,59, 60,64, 65, 66, 67, 68,69, 73, 74,75, 76, 77, 78, 79,80, 81) berechnet wird, wobei TTRTT eine Matrix ist, welche die Information über die hydraulischen
Widerstände (13) in allen Zweigen (43,44, 45, 46,47, 48, 49,50, 55, 56, 57, 58, 59, 60,
64, 65, 66, 67,68, 69, 73, 74, 75, 76, 77,78, 79,80, 81) und über die Struktur des hydraulischen Netzwerkes enthalt.
19 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 18, dadurch gekennzeichnet, dass die Vektoren cp der Ölstromung (12) in einem iterativen Prozess ermittelt werden, wobei dieser
Prozess solange fortgesetzt wird, bis Ausgangswert und Ergebnis mit ausreichender
Genauigkeit übereinstimmen 20 Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 19, dadurch gekennzeichnet, dass eine laufende Anpassung von Parametern mit zwei Hilfsgrössen (9) durchgeführt wird, wobei eine Hilfsgrösse (9) die Abhängigkeit der Verluste (10) von der Temperatur (tqm, tqh, tom, tok) und die zweite Hilfsgrosse (9) die Abhängigkeit der Ölströmung (12) von der Tempe- ratur (tqm, tqh, tom, tok) berücksichtigt, und dass das nichtlineare Verhalten der Oiströ- mung (12) hinsichtlich Druckabfall und Strömungsgeschwindigkeit durch eine Rück- kopplung (23,
24) von der Ölströmung (12) über die hydraulischen Widerstände (13) nachgebildet wird 21 Verfahren nach einem der Anspruche 1 bis 20, dadurch gekennzeichnet, dass in einer
Rückführung (20) der Zustandsgrössen (19) Temperaturen (tqm, tqh, tom, tok) auf die Hilfs- grössen Verluste (10) die Temperaturabhängigkeit des spezifischen Widerstandes des
Leitermaterials berücksichtigt wird 22.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 21, dadurch gekennzeichnet, dass im thermo- hydraulischen Modell (7) eine Rückkopplung (22,25) der Zustandsgrössen (19) Tempera-
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turen (tqm, tqh, tom, tok) auf die hydraulischen Widerstände (13) bzw. auf die Ölströmung (12) durchgeführt wird, wobei die Gesamtheit aller Ölströmungen (12), repräsentiert durch den Vektor @ in zweifacher Weise temperaturabhängig sind, nämlich einerseits von der treibenden Druckdifferenz und andererseits von der Viskosität des Öles und damit der hydraulischen Widerstände (13).
23. Anordnung zur Durchführung des Verfahrens, dadurch gekennzeichnet, dass ein Digital- rechner, der das thermohydraulische Modell (7) ermittelt mit Speichereinheiten, in denen die Algorithmen für das thermohydraulische Modell (7) abgelegt sind, vorgesehen ist, an den mindestens eine Eingabetastatur, mindestens eine Anzeigeeinrichtung, insbesondere ein Bildschirm, und Schnittstellen fur die Aufbereitung der Eingabegrössen (1) ange- schlossen ist bzw sind
HIEZU 2 BLATT ZEICHNUNGEN
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The invention relates to a method. Method for determining state variables, in particular
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Currents in the windings are measured, these input variables are fed to a thermohydraulic model by means of auxiliary variables, such as. B. parameters for the heat transfer, state variables, such as the hotspot temperatures in loss-generating transformer parts, are determined and these state variables are redetermined when the input variables change
Transformers are electrical devices that have already reached a very high level of technical and technological maturity. Nevertheless, further developments are still possible and necessary, but they are associated with correspondingly high expenditure and risk, also in economic terms.
In the currently emerging environment of free exchange of electrical energy over large distances, the question of how far a transformer can be operated with overload without losing significantly its lifespan is becoming increasingly important.Therefore, it has become necessary to take the load, especially the thermal load of the transformer to be assessed more precisely.
A method of the type mentioned at the outset is described, for example, in US Pat. No. 4,623,265, WO 88/04488 and US Pat. No. 4,754,405. In this known method, starting from the measurement of the current i in individual phases and the oil temperature T on the surface using the relationship gradT = ¯T-12 determines the hot oil temperature inside the transformer. However, the above relationship between temperature and current is a very simplified thermal model, in which the calculation of the hot oil temperature leads to very imprecise results and thus to one
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Furthermore, SU 1742750 A describes a test device for transformers in which voltages, currents, frequencies, oil and ambient temperatures are measured and compared with standard values,
the state of the transformer can be determined from the deviation of the measured values from the standard values. This known device, which works without a thermal model, can only provide limited information about the state of the transformer and is therefore only used for test purposes immediately after production, in order to avoid manufacturing errors This known device cannot be used for the ongoing operation of a transformer
The object of the invention is to create a novel method by improving the method mentioned at the outset, which provides improved information about important temperatures, for example the hotspot and hot oil temperatures, and is also used for forecasting, simulation and analysis can
This task is solved
the input variables, in particular the voltages at the transformer terminals, the currents in the windings and the ambient temperature, include the status of the cooling units, soft fans, pumps, etc. and, if necessary, the switch position of a tap changer or the like, that these input variables and the status of the cooling units and, if applicable, the switch position of the tap changer are fed to the thermohydraulic model and that in the thermohydraulic model with auxiliary variables, which include, for example, losses in the transformer, parameters for heat transfer, flow resistances and the flow or
Flow rates in the oil circuit, and a hydraulic network of the oil circuit, which has branches and nodes, state variables are calculated, these state variables preferably the mean temperatures and the hotspot temperatures in loss-producing transformer parts and the mean oil temperatures in branches and in nodes of the hydraulic network of the Oil guy run and that when the input variables and / or the status of the cooling units and / or the switch position of the tap changer change, the auxiliary variables are adjusted accordingly and the rate of change of the state variables is then calculated and thus new state variables are calculated. It is with this Method is therefore possible for the first time
to determine the operating temperatures and also the critical temperatures as well as their changes in parts of the transformer without a temperature sensor, which ensures the optimal operation of a transformer, early detection of errors and risks
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and the optimal time for service work can be determined. With the thermo-hydraulic model of the oil-cooled transformer, the behavior of the temperatures in the core, the windings and in the oil is determined, both in stationary and transient processes. The addition hydraulic "indicates that the hydraulic behavior of the oil is also affected by the Model is described
An embodiment according to claim 2 is advantageous since this is the most effective way of determining the rate of change of the state variables.
With the design according to claim 3, it is possible to calculate the no-load losses in the individual parts of the core directly from the terminal voltages on a digital computer.
According to an embodiment variant, all heating of parts in the transformer caused by the measured currents is determined
The design according to claim 5 and also according to claim 6 takes into account the influence of the switch position on the distribution of the main magnetic flux, the distribution of the internal currents and also on the values of the ohmic resistances of individual winding branches
According to one embodiment variant, the influence of the operating state of the fans on the cooling is described.
The embodiment according to claim 8 is advantageous, since the average temperatures in loss-generating parts are determined in a simple manner with this differential equation
In the embodiment according to claim 9, it is advantageous that the power loss delivered to the oil flowing past, which is included in the differential equation for the mean temperatures, is determined with only a few arithmetic operations. This power loss is always that for the part for which the differential equation is used the mean temperature is calculated
An embodiment according to claim 10 is also advantageous, since the differential equation for the hotspot temperatures in the loss-generating parts has the same calculation processes as those for the average temperatures,
the same program steps can be used to solve these equations on a digital computer. The differences at the hot spot compared to the mean values with regard to the generation of losses, heat transfer and heat capacity can still be precisely specified using the corresponding parameters
An embodiment according to claim 11, for which the same applies as for the embodiment according to claim 10, is also advantageous. Here too, the power loss is always determined for the part for which the hot spot temperature is currently being determined using the differential equation.
In the embodiment according to claim 12, the average oil temperatures in branches of the hydraulic network of the oil circuit are calculated using a simple differential equation
According to an advantageous further development according to claim 13, the heat output given off by that branch to the surroundings is determined, for which the mean oil temperature is then determined using the differential equation.
An embodiment according to claim 14 is also advantageous, according to which the average oil temperature in a node is determined by taking the oil flow into account, using the oil flow that was already used in the calculation of the average oil temperature through one of the branches that open
The development according to claim 15 is absolutely necessary because of the frequently occurring non-linear relationships and the calculation method of the individual temperatures, which method depends in part on the direction of flow of the oil.
An embodiment according to claim 16 is also advantageous, with the hydraulic network being checked
In the development according to claim 17, the flow state, described by the branch sizes phz, which can change in the hydraulic network due to transient processes, is continuously calculated.
An embodiment according to claim 18 is also advantageous with which the driving pressure differences in the flow branches and therefrom the flow vectors in the individual branches are determined. The flow of the oil in the hydraulic network is determined by the hydraulic resistances of the individual flow branches, by the distribution of the temperatures of the oil and, if available, by the pressure and flow characteristics of pumps
The development according to claim 19 is necessary because the hydraulic resistors
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are non-linear.
An embodiment according to claim 20 is also advantageous, by means of which the hydraulic resistances in the branches and nodes of the hydraulic network are included in the determination of the vectors of the oil flow in the branches.
The embodiment according to claim 21 also enables the temperature of this part to be included in the calculation of the ohmic and eddy current losses in a loss-generating part for a given winding current and given leakage flux distribution
According to claim 22, the temperature dependence of the oil flow is taken into account in the thermohydraulic model.
The arrangement for carrying out the method characterized in claim 23 has the advantage that this is a common personal computer in which only the appropriate interfaces have to be installed. The computer should have at least one Pentium processor common today, with a very high clock frequency
The invention is explained in more detail below with reference to the exemplary embodiments shown in the drawings
Show it-
1 shows the structure of the thermohydraulic model as a block diagram
2 shows the structure of the hydraulic network for the thermohydraulic model
In the introduction it is stated that in the differently described exemplary embodiments, the same parts are provided with the same reference numerals or with the same component names,
the disclosures contained in the entire description can be applied analogously to the same parts with the same reference numerals or the same component names. The position information selected in the description, such as top, bottom, side, etc., are related to the figure immediately described and shown and are to be transferred to the new position in the event of a change in position. Furthermore, individual features or combinations of features from those shown and described can also be transferred represent different exemplary embodiments for independent, inventive or inventive solutions
1, the input variables 1 are shown as a block, these are the terminal voltages 2 on the transformer, the current 3 in the windings, the switch positions 4 of a step switch, the state or
Status 5 of the cooling units and the ambient temperature 6 of the transformer State 5 of the cooling units indicates how many and which fans are in operation, their speed, how many and which pumps are switched on and their power consumption. In the thermohydraulic model 7, block 8 indicates an initialization a restart of the process in the thermohydraulic model 7, which either takes place when the voltage 2, the current 3, the switch position 4 of the step switch and / or the status 5 of the cow aggregates changes or at regular intervals. The auxiliary variables 9 are determined in block 9, which the losses 10 in the transformer core, in the windings, in the steel components, such as housings, press bolts, etc., are the parameters 11 for the heat transfer, the flow resistances 13 in the oil circuit and the oil flow 12 itself.
Block 15 schematically calculates the differential quotients for the temperatures tqm, tqh, tom, tok. Block 16 - change in state size - describes the differential change in temperatures tqm, tqh, tom, tok. Block 18 represents the numerical solution of the differential equations Im Block 19 stores the state variables 19 of the temperatures tqm, tqh, tom, tok.
Block 14 represents an ongoing parameter adjustment 14 via a corresponding feedback
The rectangles in the hydraulic network of the transformer in FIG. 2 symbolize in turn the transformer core 30, the low-voltage windings 31, the main windings 32, the coarse-stage windings 33, the fine-stage windings 34, the transformer tank 35 and coolers 36, 37, 38, in particular the air fans Circles and long circles are the nodes and the connections between them are the branches.
There is node 39 in the bottom part of transformer tank 35, node 40 at the lower ends of windings 31, 32, 33, 34, node 41 at their upper winding ends and node 42 in boiler 35 above transformer branches 43, 44 , 45, 46, 47, 48, 49, 50 are the flows through the windings 31, 32, 33, 34 with the collection and branching nodes 51, 52, 53, 54. The transformer core 30 and also the boiler 35 are also shown in FIG included the hydraulic network, with branches 55, 56, 57, 58, 59, 60 and nodes 61, 62, 63 for the core 30
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and branches 64, 65, 66, 67, 68, 69 and nodes 70, 71, 72 are provided for the boiler 35. Furthermore, the oil flow to and from the coolers 36, 37, 38 is also provided with branches 73, 74, 75 , 76, 77, 78, 79, 80, 81 and nodes 82, 83, 84, 85,
86 shown
All data values that are processed in the thermohydraulic model 7 can be divided into four categories 1) Input variables 1, which include measured values 2, 3, among others
2) Internal auxiliary variables 9
3) State variables 19
These are temperatures tqm, tqh, tom, tok, which completely describe the thermal state at a certain point in time
4) Changes in state variables 16
Since the behavior of the model 7 is described by differential equations, the changes in the state variables 19 or their rate of change play an important role
The input variables 1 are data measured directly by sensors, which are converted into a form which can be read by the computer program with which the method is implemented by means of measured value converters.
These are voltages 2 at transformer terminals, currents 3 in windings, switch positions 4 of a tap changer, status 5 (on / off) of pumps and fans and the ambient temperature
Auxiliary variables 9 are required to determine the temperature behavior. Some of them also have informative values for the transformer operator. These variables 9 are calculated from the input variables 1 from the current state and from fixed transformer data determined by the geometry and material properties.
The state variables 19 or state variable changes 16 describe the current temperature state of the transformer. These are the temperature tqm, which is the mean temperature of loss-generating parts, such as the core, windings, etc., the temperature tqh, which is the hotspot temperature in loss-generating parts Temperature tom, which is the mean oil temperature in the branches z.
B. 43.44 of the hydraulic network and the temperature tok, which is the average oil temperature in the nodes z B 51, 52 of the hydraulic network
These temperatures tqm, tqh, tom, tok are present in model 7 at all times. The actual computing work in model 7 relates to the changes in these temperatures tqm, tqh, tom, tok, so from the point of view of the flow of information, the category size change 16 is still between the auxiliary variables 9 and the actual state variables 19.
The computing work within model 7 is also divided into individual categories. The primary differentiator is the frequency with which a particular algorithm is activated. In the structure of the thermohydraulic model 7 in FIG. 1, this data processing is represented by those rectangles which are traversed by the data flows.
The initialization 8 is called up the least often. In principle, an initialization 8 only has to take place if any value of the input variables 1 changes significantly.
In practice, initialization always takes place at the beginning of a computing process, which is triggered either at regular intervals or by changing an input parameter 2, 3, 4, 5, 6
During initialization 8, the basic parameters of losses 10 are determined from the values of voltage 2 and current 3, and position 4 of the tap changer also influences the distribution of losses 10 on the individual windings 31, 32, 33, 34.
If fans or pumps are switched on or off, the heat transfer parameters 11 change, which is also taken into account in the context of the initialization 8
Another category in the arithmetic work is the continuous adjustment 14 of parameters. Almost all the essential parameters of the thermohydraulic model 7 are heavily dependent on the temperature tqm, tqh, tom, tok. If the temperature tqm, tqh, tom, tok changes during a calculation process, these parameters have to be recalculated at regular intervals. This primarily affects flow resistances 13 and oil flow 12, as well as losses 10, since both their ohmic and eddy current components are dependent on the temperature tqm, tqh, tom, tok.
This is represented by returns 20, 21, 22, 23, 24, 25 in FIG. 1.
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The time interval between two parameter adjustments 14 can be set, a compromise between maximum accuracy and sufficient computing speed being found in large systems
A third category is the calculation of the differential quotients 15 and the numerical solution of the differential equations 18.
This is a simulation process that requires the highest amount of computing power. Depending on the time constants of model 7, the change in time of all state variables 19, i.e. all temperatures tqm, tqh, tom, tok in the transformer, is calculated in small time steps
The differential quotients result from the physical laws of heat storage and heat transfer.
A known numerical method is used as a mathematical method for solving the differential equations 18, e.g. the method according to Runge-Kutta
The measured terminal voltages 2 are required in order to determine the proportion of the no-load losses 10 in the individual parts of the core 30 via the main magnetic flux. For this purpose an assignment matrix is used which describes the relationship between the terminal voltages 2 and the magnetic flux in the individual core parts The losses 10 are then determined with the aid of a characteristic curve defined by a few parameters as a function of this flow
The measured currents 3 influence the ohmic portion of the winding losses, the eddy current portion of the winding losses, which is essential when considering hot spots,
and additional wastage in inactive parts such as press construction and boiler 35.
When creating model 7, internal winding branches are defined, which are linked to the measurable terminal currents 3 via a current allocation matrix. Basically, the mutual phase position of the individual winding currents must be taken into account when determining the influence of the currents 3, which means that all currents are considered as Pointers with two components must be displayed. This is not trivial for transformers with more than two winding systems.
For the ohmic losses 10, the amount of the associated current is determined for each internal winding branch, with which the losses 10 are then calculated via the corresponding ohmic resistance.
To determine the eddy current losses in the windings 31, 32, 33, 34 and in the inactive parts of the transformer, the distribution of the stray magnetic flux must first be derived from the distribution of the currents on the individual windings 31, 32, 33, 34. This is done with So-called leakage flux matrices, which have to be defined for both the axial and the radial components. Here too, the consideration of the phase position is essential, which is why the pointer display with two components is required again
A leakage flux matrix describes the relationship between the currents in internal winding branches and the magnetic leakage fluxes relevant for the individual branches generating the vertices. If the amounts of these leakage fluxes are known, appropriate factors can be derived from the winding geometry.
the components of the eddy current losses are calculated
The switch position 4 of a tap changer can fundamentally influence the distribution of the main magnetic flux, the distribution of the internal currents and also the values of the ohmic resistances of individual winding branches.
This influence is taken into account by making the corresponding components of the assignment matrices described above dependent on the switch position. To take account of the change in ohmic resistances, the corresponding values of the ohmic winding resistances must also be dependent on the switch position
In the practical implementation of an initialization process 8, this means that each time the switch position 4 changes, the elements of the assignment matrix terminal voltage 2 - magnetic flux, the assignment matrix terminal currents 3 - internal winding currents and the ohmic winding resistances must be checked and, if necessary, changed before the above-described arithmetic operations for loss calculation 10 are carried out
A switched-on pump is taken into account by the corresponding pump characteristics,
that is the relationship between the pressure difference between the inlet and outlet of the
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Pump and the oil flow through the pump, is built into the hydraulic network to describe the oil flow 12 or (p or phz
Switching an air on or off affects one of the parameters of the heat transfer 11 between oil and the environment. Basically, each branch contains e.g. 73, 76.81 with external cooling a component that depends on the operating state of the fans. The corresponding relationship is determined by an assignment matrix between fans and cooling branches z. B 73, 76, 81.
The ambient temperature 6, which can also be several, has a direct influence on the heat flow between a branch e.g. 73, 76.81 with external cooling and the surrounding area.
This can be seen from the differential equation for the mean temperature tom of the oil in a branch e.g. 73, 76.81, where the temperature difference 9 between the mean oil temperature in the branch and the ambient temperature is directly included in the printout
In the continuous adaptation 14 of computing parameters, essentially two dependencies on auxiliary variables 9 are depicted, namely the dependence of the losses 10 and the oil flow 12 on the temperature tqm, tqh, tom, tok. This is represented by the returns 20 and 22 in FIG. 1.
In addition, the non-linear behavior of the oil flow 12 or @ or phz with regard to pressure drop and flow velocity is simulated by a corresponding feedback 23, 24 from the oil flow 12 to the auxiliary variable 9 hydraulic flow resistances 13
For a given winding current and a given leakage flux distribution, both the ohmic and the eddy current losses depend on the temperature tqm, tqh, tom, tok of the loss source. In both cases, the cause is the temperature dependency of the specific resistance of the conductor material, which normally also increases with increasing temperature For ohmic losses, this means that they increase with increasing temperature tqm, while eddy current losses decrease with increasing temperature tqm.
This dependence is taken into account in a feedback 20 of the state variables 19 temperature tqm, tqh, tom, tok to the auxiliary variables 9 losses 10
The flow 12 or @ or phz of the oil in a given hydraulic network is determined by the hydraulic resistances 13 of the individual flow branches, for example 43.44, by the distribution of the temperatures of the oil, and soft by the pressure / flow characteristics of pumps
In thermohydraulic model 7, this is done concretely by the following method
In the first step, a virtual driving pressure difference f is determined for each flow branch, e.g. 43.44.
With the determined vector f of the driving pressure differences, the vector @ or phz of the flow in the individual branches, for example 43, 44, is then calculated using a matrix equation. The matrix for calculating the vector @ or phz contains the information about the hydraulic resistances 13 of all branches z . B 43.44 and on the structure of the hydraulic network.
There are different types of hydraulic resistors, depending on the specific geometry. For example, pipelines have a different characteristic than flow branches or deflections. In many cases, the hydraulic resistor 13 is dependent on the flow velocity. This means that the result of the evaluation the matrix equation for the calculation of the vector @ or
phz of the flow has an influence on the matrix used, since it contains the instantaneous values of the hydraulic resistors 13. Subsequently, this means that the determination of the oil flows @ or phz must be carried out in an iterative process, starting from an initial value @ for the vector @ hydraulic resistors 13 are calculated and thus a new vector @. The difference between @ and @ is used to calculate a new, improved value for (p. This process is continued until the starting value and result agree with sufficient accuracy.
The entirety of all oil flows, represented by the vector @, is temperature-dependent in two ways 1) In the expression for the driving pressure difference f, the average temperature T or tom of the cooling medium in the flow branch is e.g. 43.44 included
2) The viscosity of oil, and thus the hydraulic resistance 13 of a flow branch, for example 43.44, is very strongly dependent on the temperature. In the form of a suitable return 25
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of the state-sized temperature tom, tok on the hydraulic resistors 13 and the oil flow 12, respectively, the two laws above are contained in the thermohydraulic model 7.
This method of determining temperatures and temperature changes in an oil-cooled transformer, which is mostly a three-phase transformer, is an integral part of a 'transformer monitoring' system
The object on which the independent inventive solutions are based can be found in the description above
REFERENCE SIGN LIST
1 input variables
2 terminal voltages on the transformer
3 currents in the windings
4 switch positions of a tap changer
5 Status of the cooling units (fans and pumps)
6 Ambient temperature of the transformer
7 Thermohydraulic model
8 Initialization
9 auxiliary sizes
10 losses in the transformer core
11 heat transfer or heat transfer parameters
12 oil flow or flow velocities
13 flow resistances or hydraulic resistances
14 Ongoing parameter adjustment
15 Calculation of the differential quotients for the temperatures tqm, tqh, tom, tok
16 change in state size
17 Differential changes in temperatures tqm, tqh, tom, tok
18 Numerical solution of the differential equations for the temperatures tqm, tqh, tom, tok
19 state variables (temperatures tqm, tqh, tom, tok)
20, 21, 22, 23, 24,
25 returns or feedback tqm mean temperature in loss generating parts tqh hotspot temperature in loss generating parts tom mean oil temperature in the branches of the hydraulic network tok mean oil temperature in the nodes of the hydraulic network
30 transformer core or core
31 low voltage windings
32 main windings
33 coarse step windings
34 fine stage windings
35 transformer tank or
boiler
36, 37, 38 cooler (fan)
39, 40, 41, 42, 51, 52, 53, 54, 61, 62.63, 70, 71, 72, 82.83, 84.85, 86 nodes in the hydraulic network
43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76, 77,
78.79, 80.81 branches in the hydraulic network
PATENT CLAIMS:
1 method for determining state variables, in particular the temperatures, in an oil-cooled transformer, in which input variables (1), for. B. currents in the
Windings are measured, these input variables are fed to a thermohydraulic model, by means of auxiliary quantities, such as. B.
Parameters for the
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Heat transfer, state variables, such as the hotspot temperatures in loss-generating transformer parts, are determined and these state variables are redetermined when the input variables change, characterized in that the
Input variables (1) in particular the voltages (2) on the transformer terminals, the
Currents (3) in the windings and the ambient temperature (6) include that the status (5) of the cooling units, which are fans, pumps, etc., and possibly the switch position (4) of a tap changer or.
The like can be determined that these output sizes (1) and the status (5) of the cooling units and possibly the
Switch position (4) of the tap changer are fed to the thermohydraulic model (7) and that in the thermohydraulic model (7) with auxiliary variables (9) which, for example, losses (10) in the transformer, parameters for the heat transfer (11),
Flow resistances (13) and the flow or flow velocities (12) in the oil circuit, and a hydraulic network of the oil circuit, which branches (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74.75, 76,
77, 78, 79, 80, 81) and knots (39, 40, 41, 42, 51, 52, 53, 54, 61.62, 63, 70, 71.72, 82,
83.84, 85.86), state variables (19) are calculated, these state variables (19)
preferably the average temperatures (tqm) and the hotspot temperatures (tqh) in loss-generating transformer parts and the average oil temperatures in
Branches (tom) and in nodes (tok) of the hydraulic network of the oil circuit and that when the input sizes (1) and / or the status (5) change, the
Cooling units and / or the switch position (4) of the tap changer, the auxiliary variables (9) are adapted accordingly and then the rate of change of the
State variables (19) are calculated and thus new state variables (19) are calculated. 2 Method according to claim 1, characterized in that the rate of change of the state variables (19) and the state variables (19) are calculated using differential equations.
3 The method according to claim 1 or 2, characterized in that with the measured
Voltages (2) through an assignment matrix of the relationship between them
Voltages (2) and the magnetic flux in the individual core parts of the transformer are determined, and that the no-load losses are then determined using a characteristic curve defined by parameters as a function of this magnetic flux.
4. The method according to any one of claims 1 to 3, characterized in that transformer-internal winding branches are defined, which are linked via a current assignment matrix with the measured currents (3), preferably the terminal currents, the phase position being increased due to the necessity consider all currents (3) as
Pointers are shown with two components, and that for each internal winding branch the amount of current is determined, with which the ohmic losses are calculated via the corresponding resistance, and with matrices, which are used for both axial and radial components be defined from the distribution of the currents (3) on the individual windings (31,32, 33,34) the distribution of the magnetic
Leakage flux and from this the eddy current losses in the windings (31, 32, 33, 34)
and the inactive parts of the transformer can be determined, and that by a matrix of
Relationship between the currents in winding branches and the magnetic stray flux relevant for the loss-generating branches is determined, and with factors that are determined from the winding geometry, the eddy current losses are calculated. 5 Method according to claims 3 and 4, characterized in that the matrices and the relevant assignment matnx and ohmic winding resistances are made depending on the switch position 6.
Method according to one of claims 1 to 5, characterized in that in each
Changing the switch position (4) of the tap changer, an initialization process (8) is carried out, the assignment matrix voltage - magnetic flux, the matrix
Currents - internal winding currents and the ohmic winding resistances are checked and changed if necessary.
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7. The method according to any one of claims 1 to 6, characterized in that the status (5) of the cooling units flows to at least one of the parameters of the heat transfer (11) between oil and the environment and the corresponding relationship between air (36,37, 38) and Cooling branches (73.74, 75.76, 77, 78, 79, 80, 81) in one
Assignment matnx is expressed 8.
Method according to one of claims 1 to 7, characterized in that the middle
Temperatures in loss generating transformer parts with the differential equation
EMI9.1
is calculated, where tqm (C) is the average temperature of a loss-generating transformer part,
Vges (kW) the total losses of the loss-generating transformer part, cqg (kWmin / K) the heat capacity of the loss-generating transformer part and wim (kW) the power loss given off by the loss-generating transformer part to the oil flowing past is 9 methods according to claim 8, characterized in that the the power loss oil flowing past wim with the formula
EMI9.2
is calculated, where VOg (kW) are reference losses, g (K)
the difference between the mean temperature of the loss-generating transformer part and the mean temperature of the oil in contact, referred to as the mean jump, gO the mean jump in the steady state and the reference losses and
EMI9.3
and the oil, depending on the oil temperature and oil speed, is 10 method according to one of claims 1 to 9, characterized in that the hotspot
Temperatures in loss-generating transformer parts are calculated using the differential equation @ dt cqh, where tqh (C) is the hotspot temperature of a loss-generating transformer part,
EMI9.4
generating transformer part, cqh (kVVmin / K) the heat capacity of the loss-generating transformer part converted to the conditions at the point of maximum temperature and wih (kW)
the power dissipated from the hottest point of the loss-producing transformer part to the oil flowing past is 11 Method according to claim 10, characterized in that the power dissipated from a hot spot to the oil flowing past wih with the formula
EMI9.5
is calculated, where VOh (kW) are reference losses for the hot spot, h (K) is the difference between the maximum temperature of the loss-generating transformer part and the oil temperature at the hottest point of the transformer part, referred to as a hotspot jump, hO the hotspot jump for a stationary one Condition and the reference losses for the hot spot and
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xh the exponent for heat transfer between the loss generating transformer part and the oil.
depending on the oil temperature and oil speed, is 12. The method according to any one of claims 1 to 11, characterized in that the mean oil temperatures in branches (43.44, 45.46, 47.48, 49, 50.55, 56.57 , 58.59, 60,
64.65, 66.67, 68.69, 73.74, 75, 76, 77.78, 79.80, 81) of the hydraulic network of the oil circuit with the differential equation
EMI10.1
is calculated, where
EMI10.2
wim (kW) the power loss given off by the loss-generating transformer part to the oil flowing past, wam (kW) the heat output given off by a branch to the surroundings, phz (kW / K) the oil flow through the branch, expressed in transposed heat output each
Degree temperature difference between the oil temperature from the beginning and end of the branch,
D (K)
the temperature difference between the oil temperature of the beginning and end of the branch and coelz (kWmin / K) is the thermal capacity of the oil in the flow branch - 13 Method according to claim 12, characterized in that that of a branch (43, 44, 45, 46, 47 , 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76,
77.78, 79.80, 81) heat output given to the environment wam with the formula
EMI10.3
is calculated, where warno (kW) is the reference value of the heat output,
9 (K) the temperature difference between the mean oil temperature in the branch and the
Ambient temperature,
9o (K) the reference value for the temperature difference 9, for which the value wamO is defined, x9 the exponent for the heat transfer between the oil and the environment,
in
Depending on the type of cooling, fup a factor for the influence of the ambient temperature (6) and possibly the
Air pressure,
VK (kW) is the leakage power in the boiler, and possibly a cooler branch that represents a boiler surface, and sun (kW) is the power of solar radiation. 14 Method according to one of claims 1 to 13, characterized in that the mean oil temperatures in knots (39 , 40, 41.42, 51, 52, 53, 54, 61.62, 63, 70, 71, 72,
82, 83, 84, 85, 86) of the hydraulic network of the oil circuit with the
Differential equation
EMI10.4
is calculated, where tok (C) the mean oil temperature in a node, nZ the number of branches that open at this node, phz (kW / K) the oil flow (12) through one of the branches, Teff (C)
the temperature of the oil at the end of the branch connected to the node, which is essentially dependent on the flow direction, and coelK (kWmin / K) is the thermal capacity of the oil in this node
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15 The method according to any one of claims 1 to 14, characterized in that the
Differential equations can be solved using a known numerical method, e.g. the Runge-Kutta method 16.
Method according to one of claims 1 to 15, characterized in that the
Branches (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56.57, 58.59, 60.64, 65.66, 67, 68, 69, 73,
74, 75, 76.77, 78, 79.80, 81) and also the knot (39, 40, 41, 42, 51, 52, 53, 54.61, 62,
63.70, 71, 72.82, 83.84, 85.86) a certain oil volume is assigned, which corresponds in total to the total oil volume 17 method according to one of claims 1 to 16, characterized in that in the
Solution of the differential equations for the mean oil temperatures (tom) in the branches (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74, 75, 76,
77.78, 79.80, 81) and in the nodes (39.40, 41.42, 51, 52.53, 54.61, 62.63, 70.71, 72,
82.83, 84.85, 86)
of the hydraulic network of the oil circuit continuously the
Flow state through a system of equations for the pressure drops in all branches (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49, 50, 55, 56, 57, 58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69 , 73, 74, 75, 76,
77, 78, 79, 80, 81) of the entire hydraulic network is included in the 18 method according to one of claims 1 to 17, characterized in that for each
Branch (43, 44, 45, 46, 47, 48, 49.50, 55.56, 57.58, 59, 60, 64, 65, 66, 67, 68, 69, 73, 74,
75, 76, 77, 78, 79, 80, 81) in the hydraulic network the vector for a virtual driving pressure difference f
EMI11.1
is determined, where f (N / m2) the driving pressure difference, g (m / s2) the acceleration due to gravity, p (kglm2) the density of the oil?
the coefficient of expansion of the oil
AH (m) the height difference between the start and end point of the branch
T (C) the mean temperature of the oil in the branch and pd (N / m2), if there is one, the pressure difference caused by a pump in the branch, and that with the matrix equation @ = TTRTT F f the vector @ of the oil flow (12) in the individual branches (43.44, 45.46, 47.48, 49.50,
55, 56, 57, 58.59, 60.64, 65, 66, 67, 68.69, 73, 74.75, 76, 77, 78, 79.80, 81), where TTRTT is a matrix which the information about the hydraulic
Resistors (13) in all branches (43.44, 45, 46.47, 48, 49.50, 55, 56, 57, 58, 59, 60,
64, 65, 66, 67.68, 69, 73, 74, 75, 76, 77.78, 79.80, 81) and about the structure of the hydraulic network.
19 Method according to one of claims 1 to 18, characterized in that the vectors cp of the oil flow (12) are determined in an iterative process, this
Process continues until the starting value and result are sufficient
Accuracy match 20 Method according to one of claims 1 to 19, characterized in that an ongoing adaptation of parameters is carried out with two auxiliary variables (9), an auxiliary variable (9) depicting the dependence of the losses (10) on the temperature (tqm, tqh , tom, tok) and the second auxiliary variable (9) take into account the dependence of the oil flow (12) on the temperature (tqm, tqh, tom, tok), and that the nonlinear behavior of the oil flow (12) with regard to pressure drop and Flow velocity through a feedback (23,
24) is simulated by the oil flow (12) via the hydraulic resistors (13). 21 Method according to one of claims 1 to 20, characterized in that in one
Tracing (20) the state variables (19) temperatures (tqm, tqh, tom, tok) to the auxiliary variables losses (10) the temperature dependence of the specific resistance of the
Conductor material is taken into account 22.
Method according to one of claims 1 to 21, characterized in that in the thermo-hydraulic model (7) a feedback (22, 25) of the state variables (19)
<Desc / Clms Page number 12>
doors (tqm, tqh, tom, tok) is carried out on the hydraulic resistors (13) or on the oil flow (12), the entirety of all oil flows (12) represented by the vector @ being temperature-dependent in two ways, namely on the one hand on the driving pressure difference and on the other hand on the viscosity of the oil and thus the hydraulic resistors (13).
23. Arrangement for performing the method, characterized in that a digital computer that determines the thermohydraulic model (7) with memory units in which the algorithms for the thermohydraulic model (7) are stored is provided on the at least one input keyboard , at least one display device, in particular a screen, and interfaces for the preparation of the input variables (1) is or are connected
THEREFORE 2 SHEET OF DRAWINGS